福州华能电厂锅炉几起过热器钢爆管分析.docx

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福州华能电厂锅炉几起过热器钢爆管分析

锅炉过热器SA213-T91钢爆管分析

1 概述

华能福州电厂3号锅炉是英国巴布科克公司设计制造的亚临界中间再热式自然循环汽包锅炉，锅炉最大连续蒸发量为1188t/h，过热器出口压力17.22Mpa，过热器出口温度541℃，再热器出口蒸汽压力4.34Mpa，再热器出口蒸汽温度541℃。

锅炉采用П型布置，尾部烟道由中隔墙分成炉前后两部分，过热器分三级，一级过热器布置在尾部烟道炉后侧（卧式布置），屏式过热器、末级过热器为悬吊结构的屏式过热器，分别布置在炉膛上部和水平烟道入口。

屏式过热器管双“U”型走向，管内蒸汽走向是前后进、中间出，共12屏，每屏2×28根管，管子材料及规格为入口段SA213-T22、Φ38×6.7，下部及出口段SA213-T91、Φ38×6.9。

2002年4月27日，屏式过热器发生爆管，爆管位置发生在B侧第五屏炉前组内圈第一根管（以下简称B5-1）。

爆漏点位于B5-1管出口段、顶棚过热器下部5380mm处，详见图1。

爆管处的过热器管材质为SA213-T91，规格为φ38×6.9mm。

爆管时锅炉累计运行14356小时。

为了查找爆管原因，在现场割开了B5屏炉前侧入口联箱检查孔，发现B5-1管节流孔（φ10.8mm）处有一团状异物，取出检查初步判定为薄铁皮或机加工金属物。

图1 屏式过热器爆管位置示意图

2 试验方法与结果

2.1 宏观检查

爆口宏观形貌如图2所示。

爆管发生在锅炉的迎流面，爆口较大，呈喇叭状，爆口边缘明显减薄，最薄处约为1.6mm。

爆破口沿管子轴向开裂，裂口长约65mm。

由于爆破时的反作用力，爆管发生严重变形，破口处折弯成90度，折弯后破口宽约98mm。

爆口附近管子内外表面均覆盖有一层较厚的黑褐色氧化皮。

同时，在爆口上下1m范围内，沿爆口轴线附近的内外表面均可观察到许多轴向小裂纹，而且这些表面裂纹都集中在管子迎流面一侧。

D1D1，迎流面D2

图2 屏式过热器爆管宏观形貌图3 爆口附近管子横截面示意

对管子壁厚检查发现，破口上下1m范围内同一截面存在较大的壁厚差，且薄壁一律都与破口同一方向，见图3。

管子的壁厚和外径测量结果见表1。

表1 爆口附近管子壁厚和外径测量结果 mm

序号检查部位迎流面壁厚背流面壁厚 D1D2

1 爆口纵向末端附近 4.37.03943.5

2 爆口上方100mm处 //4040.4

3 爆口下方250mm处 5.247.44//

4 爆口上方500mm处 5.87.039.439.8

2.2 化学成分分析

屏式过热器管T91段化学成分分析结果见表2。

表2 屏式过热器管T91段化学成分分析结果 wt%

成分 CMnPSSiCrMoVNbNiAl

爆管样 0.0800.440.0160.00440.239.510.880.230.0890.12 ＜0.03

SA213-T910.08~0.120.30~0.60 ≤0.020 ≤0.0100.20~0.508.00~9.500.85~1.050.18~0.250.06~0.1 ≤0.4≤0.04

结果表明，受检管样的化学成分符合ASME标准要求，材料的化学成分合格。

2.3 金相检查

分别截取破口边缘及附近和远离破口上方2.5m、4.6m处、下方近焊口处的T91管子、以及与T91 管子对接焊缝附近的T22管子（见图1所示的A、B、C、D、E处），制成金相试样在金相显微镜下观察并拍照。

浸蚀剂为4%硝酸酒精溶液。

金相检查结果如图4～图11所示。

放大倍数：

 400×放大倍数：

 400×

金相组织：

回火索氏体金相组织：

拉长的铁素体+贝氏体

图4T91新管横截面原始金相组织图5 破口边缘横截面金相组织

放大倍数：

 200×　放大倍数：

 400×

金相组织：

铁素体+贝氏体　金相组织：

铁素体+贝氏体

图6 破口纵向末端外表面金相组织图7 破口纵向末端横截面金相组织

放大倍数 400×放大倍数 400× 

金相组织：

回火索氏体金相组织：

回火索氏体

图8 破口上方B处横截面金相组织图9 破口上方C处横截面金相组织

放大倍数：

 400×放大倍数：

 400×

金相组织：

回火索氏体金相组织：

铁素体+贝氏体 

图10 破口下方D处横截面的金相组织图11T22管E处横截面的金相组织

2.4 机械性能测试

分别截取破口附近、破口上方4.6m处T91管、与爆管同一根U形管的T22管各一段，加工成拉伸试样，按照GB228-87《金属拉伸试验方法》的规定进行拉伸试验。

拉伸性能测试结果见表4。

表4 拉伸性能测试结果

机械性能指标抗拉强度σb（MPa） 延伸率δ5（%） 备注

破口附近管段 153432 

2515 断在标距外迎流面，354731 ，456929 背流面

坡口上方C处T91管段 557733 ,658331,756633 ；

E处T22管段 845028 ，945328，1048027； 

ASMESA213-T91 ≥585 ≥20 

ASMESA213-T22 ≥415 ≥22 

拉伸性能试验结果表明，坡口附近和破口上方4.6m处的T91管段的抗拉强度σb都偏低，不符合ASME的技术要求，延伸率δ5合格。

与T91 管子对接焊缝附近的T22管段的抗拉强度σb与延伸率δ5符合ASME标准要求。

3 分析与讨论

3.1 从爆口的宏观检查结果看，爆口处塑性变形大，管径明显胀粗，管壁显著减薄，具有短时超温爆管的特征。

破口处内外表面有较厚的氧化皮，并且分布着许多轴向裂纹，这说明爆管前，该管曾经受了一定程度的长时超温运行。

3.2 如图4所示，T91原始管段的金相组织为回火索氏体。

爆管后破口附近迎流面管材的金相组织均为块状的铁素体+贝氏体（见图5、6、7），晶粒较为粗大，未发现蠕变微裂纹。

而 

破口边缘横断面的组织因严重的塑性变形而出现拉长的铁素体+贝氏体，其背流面的金相组织仍为回火索氏体，但其中碳化物已发生扩散。

表明该部位迎流面的金相组织已发生过相变，由此推断爆管前该部位管壁的温度曾超过AC1点（835℃），在该温度下材料的强度急剧下降，最终导致短时超温爆管。

爆管后由于管子冷却速度缓慢，导致其组织转变成铁素体+贝氏体。

远离破口的上部和下部三个T91管检查点的金相组织均为回火索氏体（见图8、9、10），与原始组织相比较，可看到上述部位的金相组织中已有碳化物颗粒析出和聚集的现象，这表明随着在高温下运行时间的延长或过热，管子的金相组织逐渐发生变化，碳化物逐渐从铁素体中析出并聚集长大。

与T91管子对接焊缝附近的T22管子的金相组织为铁素体+贝氏体（见图11），贝氏体中的碳化物有分散现象，这表明管子在高温下运行后，T22管段的金相组织也出现了老化现象。

3.3 爆口附近及离爆口上方4.6m处T91管的抗拉强度σb均低于ASME标准的技术要求，表明管材因超温运行导致性能显著下降。

与T91 管子对接焊缝附近的T22管子抗拉强度虽符合标准要求，但也是接近下限，这也与超温运行有关。

3.4 壁厚和外径的测量结果表明，迎流面破口附近管子壁厚明显减薄，管径有胀粗现象。

从宏观检查的结果来看，薄壁处都与破口同一方向，并且在破口上下1m范围内薄壁的内外表面都分布着许多轴向裂纹，对该部位进行金相检查未发现蠕变微裂纹。

这些表面轴向裂纹实际上是内外表面氧化皮破裂形成的，并非蠕变裂纹。

这是因为爆口附近迎流面管壁超温最为严重，相应地在超温状态下其强度也就最低，所以就发生了选择性的塑性变形，也就是令迎流面的管壁局部延伸减薄，管径胀粗。

同时，该处表面的氧化皮因无变形能力而发生轴向破裂。

因此，这根T91管的壁厚偏差和表面轴向裂纹的形成是严重超温运行造成的。

3.5 入口联箱B5-1管口异物堵塞是造成此次屏式过热器短时超温爆管的导火索。

管口异物堵塞后，这根U形管的蒸汽流量急剧减小，引起整根管子严重超温。

而爆管发生在T91段而不是T22段是由于下面两个原因造成的：

3.5.1影响受热面管强度的金属温度是指管子的内外壁温度的平均值，正常情况下，屏过U形管金属温度最高点出现在接近出口联箱的出口受热面管，且进出口温差约75℃，当管口被异物卡塞时，金属温最高点将前移，前移量与异物卡塞程度（即节流量）有关。

本次B5-1管口异物使该管最高温度点前移了5米。

3.5.2B5-1U形管爆管时最高温度超过了AC1点，其超温幅度远大于该管入口段的T22管的超温值。

3.5.3 拉伸试验结果表明，这根T91管的室温抗拉强度值低于ASME标准要求。

这说明该过热器管曾经历了一定程度的超温运行历史，超温运行使管子内外壁氧化皮增厚，并加速了管子材质的老化，使管子的强度降低。

因此，在发生异物堵塞引起的短时过热后，这根T91管更容易发生爆管。

4 结论

4.13号锅炉屏式过热器管由于入口联箱内B5-1管口异物堵塞，导致该管发生短时过热爆管。

4.2T91钢在高温状态下运行，同样会产生高温氧化腐蚀和碳化物析出并长大的现象，当超过极限温度（如AC1）时，就会发生短时超温过热爆管，爆管特征和机理与珠光体耐热钢相似。

几起爆管和泄漏事故的分析与处理

1 前言

华能福州电厂二期工程2×350MW机组，锅炉由英国巴布柯克（MTISUI—BABCOCK）公司提供，其型式为：

亚临界一次中间再热自然循环汽包炉，采用旋流燃烧器对冲燃烧。

从1999年初开始调试至今，已运行了两年半，在这段时间里，两台炉共发生过10次爆管和泄漏事件，其中由于设计问题造成的爆管和泄漏有5次，占总数的50%，反映出的问题可分为三类，见附表。

本文介绍这三类爆管泄漏的情况、原因分析、处理方法及经验教训。

炉号时间位置类型

#32000-03015 包覆环形联箱疏水管管座设计不当

#31999-09-02 中隔墙管屏高频振荡

#41999-10-11 中隔墙 

#32001-02-22 包覆前墙特殊位置管子设计不当

#42001-02-26 包覆入口联箱 

2 疏水管管座角焊泄漏

2.1 泄漏情况

2000年3月15日，#3炉停炉中，在例行的防爆检查中，发现#3炉环形联箱前段底部的密封板被吹开一个洞，进一步检查发现，环形联箱炉前段一疏水管管座角焊缝裂开，泄漏的蒸汽吹破了焊在环形联箱底部的密封板，并吹损环形联箱，吹损深度40mm（未吹穿）。

2.2 原因分析

该锅炉的包覆环形联箱、在炉前、炉后段分别设计有三根疏水管，在炉左、炉右分别设有两根疏水管，环形联箱的底部焊有尾部烟道密封板，疏水管布置在尾部烟道的外侧。

环形联箱断面尺寸φ406.4OD×58mm，疏水管尺寸φ27OD×4mm，疏水管直接与联箱插接焊。

进一步检查发现，疏水管靠近管座200mm处有弯曲痕迹，因此我们判断这是由于疏水管管座尺寸太小，强度较差，在运输或安装过程中，受到碰撞后发生弯曲变形。

安装疏水管的时候，施工单位进行了简单的校正，就强行对口焊接，造成管座角焊缝处受到损伤，在运行中，受到冷热交变、膨胀变形、疏水冲击的影响，受损角焊缝终于开裂，由于开裂口不大、蒸汽流较小、所处位置又在联箱中段，因此未能及时发现导致联箱吹损较严重。

2.3 处理方法

割除原来的集箱管座，对吹损的联箱母材进行堆焊，打磨管座口后，重新焊了一个新的加强管座，尺寸为φ40OD×10.5mm。

在该泄漏问题处理完成后，进一步检查了环形联箱其他的疏水管座，并将环形联箱的所有疏水管座更换成了加强型管座。

同时对另一台炉也进行了相同的改造。

此外，通过此次事件，我们认识到加装炉膛泄漏检测装置的必要性和紧迫性，并立即着手该装置的成功安装工作。

2.4 经验教训

在锅炉安装过程，须加强对管座及角焊缝的外观检查，发现异常应进行无损探伤及时发现并处理问题。

3 中隔墙过热器爆管

3.1 爆管情况：

1999年9月2日，#3炉中顿号墙过热器的3根管发生爆管，其部位在中隔墙悬吊管和下部鳍片管的交接处，见图1，裂纹发生在管子与鳍片连接的角焊缝处，呈周向开裂。

1999年10月11日，检查#4炉受热面时也发现中隔墙一根管发生开裂爆破，其部位与#3炉基本相同。

3.2 原因分析：

该锅炉由于采用烟气档板调节再热蒸汽温度，因此将尾部烟道分隔成了前后两部分，分别布置低温再热器和低温过热器，用以分隔它们的就是中隔墙过热器，中隔墙过热器的下部是膜式鳍片管，上部则是拉稀管屏，其高度约10.5m，在烟气流的冲刷下，拉稀管屏产生较高频度的振动，在管屏根部与鳍片的角焊缝处形成应力集中，造成管子在该处周向开裂。

3.3 处理方法：

在#3炉发生爆管后，除了修复外，采取了两条事故措施，一是将中隔墙鳍片割开长约200mm的止裂口，使可能的应力从管子的鳍片根部转移到止裂口；二是在中隔墙拉稀管接近中部位置加装固定管夹，将管子分组固定，以减小其振动。

同时对#4炉的中隔墙也采取了割止裂口的措施，但由于时间紧张未及加装固定管夹，结果时隔一个月后#4炉还是发生了中隔墙管的开裂，停炉后我们对#4炉也进行了固定管夹加装，至今一直安全运行。

为防止类似事故再次发生，我们又进一步对包覆前墙类似的拉稀悬吊管的固定管夹进行了检查加固。

3.4 经验教训：

较长的屏管、悬吊管在烟气流中产生振动，往往会在固定端的根部形成应力集中，造成管子开裂，所以厂家在包覆前墙拉稀悬吊管上设计了固定管夹，然而却忽略了中隔墙过热器可能存在的类似问题。

我们在处理#4炉问题时，对问题的严重性认识不够，处理不彻底，造成#4炉中隔墙的再次开裂。

4 包墙膜式壁爆管

4.1 爆管情况

2001年2月22日#3炉尾部烟道发生爆管，停炉检查发现是环形联箱炉前B侧第一根包覆管在鳍片端部与管子的角焊处开裂，检查A侧第一根管的相应位置，发现角焊缝处也有类似的裂纹，只是还未扩展到管子。

2001年2月26日#4炉发生爆管，位置是在炉顶二次密封内、前包端出口联箱B侧第一根管管座，沿该管座角焊缝管侧溶合线呈周向开裂，检查A侧第一根管的相应位置，发现也有类似的裂纹。

4.2 原因：

这两起爆管单从管裂口的形态看，显然都是应力集中造成的拉裂。

为尽快将机组重新投入运行，对#3炉采取了割包覆鳍片释放应力的处理；对#4炉也只是将开裂处做了挖补焊接暂时处理。

这两起连续发生的爆管均在前包墙两侧的第一根管，都是应力造成的拉裂，因此有证据理由怀疑该管设计不当。

经仔细研究了前包墙两侧管之后，发生其结构很特殊，如图2所示，该管的下部与环形联箱连接，成为前包墙膜式壁的一部分，从前包墙膜式壁上升后，并不是与其他前包墙管一样成为尾部烟道入口的前包墙悬吊管，而是变形后成为了侧包墙膜式壁的一部分，然而该管最终并没有与侧包墙管一起进入炉顶的前包墙出口联箱。

我们分析认为：

在热态情况下，前包墙悬吊管与烟气充分对流，受到的热强度较大，热膨胀较多，而这两根两侧管，作为侧包墙膜式壁的一部分，其受热的强度较低，热膨胀量不同，造成前包墙的载荷不能均匀地分布在前包墙的各个悬吊管上，而是几乎都移到了两侧管上，所以两侧管的应力大大增加，最后的最薄弱的应力集中点被拉裂。

4.3 处理方法：

根据以上分析，问题在关键在于热态时两侧管与悬吊管的热膨胀不同，前包墙载荷没有均匀地分配到各个悬吊管和两侧管，因此在与厂家设计人员商讨后，决不定期将两侧管引入侧包墙出口联箱，将前包墙两侧管管座用堵头堵掉，如图3。

这样前包墙的载荷可以均匀地分配到各个悬吊管上，解决了应力集中问题。

4.4 经验教训：

厂家的锅炉前包墙两侧管的设计比较特殊，设计时考虑不周留下隐患；在发生了爆管后，我们抓住问题不放，与厂家多次进行交涉争论，终于使该问题得以彻底解决。

5 小结：

5.1对进口机组也不能迷信，要认真研究锅炉设计的某些细节，找出设计不合理或薄弱的环节，在设计、安装阶段便予以纠正。

5.2 应加强交流、学习，借鉴他人的经验教训，找到设计中存在的问题，大胆改造完善，将防爆漏工作做在锅炉爆漏之前，从而掌握主动减少损失。

5.3 一旦发生爆管或泄漏，查明爆管的根本原因特别重要，特别是频性的煤管，必须找到根本原因，并彻底根治。

5.4 对于设计问题造成爆管、泄漏，在分析处理后，还要举一反三地将类似的部位和类似设计做同样的分析，必要时进行改造。

5.5 对于锅炉中非常规设计的特殊部位，应当认真分析，加强观察和监督。